Scientia et Technica Año XXVI, Vol. 26, No. 01, marzo de 2021. Universidad Tecnológica de Pereira. ISSN 0122-1701 y ISSN-e: 2344-7214

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Resumen— Este trabajo se realizó en el Combinado Cárnico

“César Escalante Dellundé”, de la provincia de Camagüey, Cuba

con el objetivo de evaluar su sistema de generación y distribución

de vapor. Se obtuvo una eficiencia energética de la caldera

pirotubular de 87,41 %, las pérdidas de calor al ambiente de las

tuberías no aisladas ascendieron a 85 764,31 W, mientras que la

dureza total del agua de alimentación a la caldera se encuentra

10,26 veces por encima de lo establecido por norma. Se

propusieron dos alternativas de mejoras, consistentes en: 1)

aislamiento de las tuberías por donde circula vapor de agua con el

aislante Lana Mineral, y 2) precalentamiento del agua de

alimentación a la caldera hasta 70 ºC. La aplicación de ambas

propuestas de mejoras traerá consigo un ahorro de combustible de

23,56 kg/h, lo cual permite que se dejen de emitir 576 m3/h de gases

de combustión al ambiente, además de un posibilitar un

incremento de la eficiencia energética de la caldera en un 0,10 %.

El costo total de inversión necesario para implementar las dos

alternativas de mejoras propuestas alcanzó un valor de $ 8 117,35

pesos cubanos (PC), el cual se recupera en 2,36 meses considerando

los ahorros económicos por año que se obtienen, los cuales

ascienden a PC $ 41 193,33 a causa de combustible que no se

consume en la caldera.

Palabras claves— Caldera pirotubular, dureza total, eficiencia

energética, emisiones, pérdidas de calor.

Absract— This work was carried out in the “César Escalante

Dellundé” Meat Company, in the province of Camagüey, Cuba,

with the objective of evaluating its steam generation and

distribution system. An energy efficiency of the fire-tube boiler of

87.41% was obtained, the heat losses to the environment of the

non-insulated pipes amounted to 85,764.31 W, while the total

hardness of the feed water to the boiler is 10.26 times above the

This manuscript was sent on February10, 2020 and accepted on February 05,

2021.

Y. Reyes-Betancourt, especialista de Transportación Ferroviaria de la

Empresa de Ferrocarriles Centro-Este, calle José Francisco Agüero, No. 301, Camagüey, Cuba. (email: yasnelirb@nauta.cu).

R. González-de la Cruz, Profesor Auxiliar Consultante de la Facultad de

Ciencias Aplicadas de la Universidad de Camagüey, Carretera Circunvalación

Norte, km 5 ½, Camagüey, Cuba. (email: raul.gonzalez@reduc.edu.cu).

standard value. Two alternatives for improvements were

proposed, consisting of: 1) insulation of the pipes through which

water vapor circulates with Mineral Wool, and 2) preheating the

boiler feed water up to 70 °C. The application of both proposals of

improvements will result in fuel savings of 23.56 kg/h, which allows

stop releasing about 576 m3/h of combustion gases to the

environment, along with an increase of the energy efficiency of the

boiler of 0.10 %. The total investment cost necessary to implement

the two proposed improvement alternatives reached a value of $ 8

117,35 Cuban pesos (CUP), which is recovered in 2.36 months

considering the economic savings per year obtained, which amount

to CUP $ 41 193.33 due to fuel not consumed in the boiler.

Index Terms— Emissions, energetic efficiency, fire-tube boiler,

heat losses, total hardness.

I. INTRODUCCIÓN

L ahorro de los recursos energéticos es un concepto

importante en cualquier industria o planta química. El nivel

de eficiencia del trabajo de las instalaciones térmicas

constituye una parte fundamental en el ahorro o gasto de los

mismos, especialmente, con respecto al combustible. Esto es

aplicable al caso de las unidades generadoras de vapor, tal y

como sucede con la caldera pirotubular, donde la eficiencia del

sistema termoenergético depende en gran medida de las

pérdidas asociadas a ellas [1].

Las calderas o generadores de vapor son un elemento

fundamental en el funcionamiento de instalaciones industriales

y de servicios. Constituyen el corazón de los sistemas

termoenergéticos en los cuales están presentes ya que producen

el vapor que entrega la energía térmica demandada por los

procesos de calentamiento, esterilización, pasteurización etc., y

la producción de potencia mecánica.

Y. B. Rodríguez-Guerra, Especialista de Producción del Combinado Cárnico de Camagüey, Carretera Circunvalación Norte, km 1 ½, Camagüey, Cuba.

(email: yilenabrg@nauta.cu).

N. Liaño-Abascal, Profesor Asistente de la Facultad de Ciencias Aplicadas de la Universidad de Camagüey, Carretera Circunvalación Norte, km 5 ½,

Camagüey, Cuba. (email: norlem.liano@reduc.edu.cu).

A. Pérez-Sánchez. Profesor Instructor de la Facultad de Ciencias Aplicadas

de la Universidad de Camagüey, Carretera Circunvalación Norte, km 5 ½,

Camagüey, Cuba. (email: amauryps@nauta.cu).

Y. Reyes-Betancourt ; R. González-de-la-Cruz ; Y. B. Rodríguez-Guerra ; N. Liaño-

Abascal ; A. Pérez-Sánchez DOI: https://doi.org/10.22517/23447214.23341

Artículo de investigación científica y tecnológica

Evaluación del sistema de generación y

distribución de vapor de una empresa cárnica Evaluation of the steam generation and distribution system at a meat company

E

Scientia et Technica Año XXVI, Vol. 26, No. 01, marzo de 2021. Universidad Tecnológica de Pereira

83

En las calderas de vapor pirotubulares los gases, producto

de la combustión, circulan por el interior de los tubos, y en la

mayoría de los casos la propia combustión se produce dentro de

un tubo de mayor diámetro, de ahí su nombre (tubos de fuego),

los cuales se encuentran sumergidos en la masa de agua. Todo

el conjunto se encuentra rodeado por una envoltura o casco

exterior rígido [2].

Los generadores de vapor pirotubulares de baja y media

presión encuentran un uso extensivo en la industria química

actual, siendo utilizados como fuente de tanto calor como vapor.

Las calderas de baja presión son aquellas que operan entre 15 –

20 kgf/cm2 de presión (~ 300 lb/pulg2). Por encima de esta

presión de trabajo, pero por debajo de las 64 kgf/cm2 (~ 900

lb/pulg2) se encuentra el grupo de las calderas de media presión

[3].

La eficiencia térmica es el indicador más importante del

trabajo de un generador de vapor, ya que caracteriza el grado

de aprovechamiento de la energía suministrada, o sea, la parte

de esa energía que ha sido transferida al agente de trabajo. La

eficiencia de la caldera se expresa en porcentaje o por término

de evaporación, que indica la proporción de vapor generado por

unidad de combustible quemado en el horno. Las mayores

pérdidas que se producen en una caldera pirotubular, y que por

tanto, afectan en mayor medida la eficiencia de las mismas,

están determinadas por el calor sensible que se escapa con los

gases de la combustión, determinado esto por la alta temperatura

que llevan los mismos, y las pérdidas por radiación, presentes

en todo momento, ya sea durante el funcionamiento o en los

períodos de paradas por bajo consumo de vapor en los equipos

instalados en la industria [1].

Varios autores han estudiado la eficiencia energética o

térmica de calderas. En este sentido [4] desarrollaron un modelo

matemático determinístico de procesamiento de registros

experimentales, aplicable a un sistema generador de vapor-

precalentador de aire en estado estacionario, operando con uno

o dos combustibles simultáneamente para determinar la

eficiencia térmica del mismo y la eficiencia con la que se oxida

el combustible, así como también el rendimiento del

intercambiador de calor. También [5] analizaron el

comportamiento de los principales parámetros operacionales de

una caldera pirotubular para obtener su eficiencia por el método

directo e indirecto bajo condiciones de cargas reducidas,

determinando igualmente el rendimiento energético y

exergético del sistema y analizando las pérdidas que existen en

la red de distribución debido a la falta de aislamiento. Por su

parte [6] exponen un método para la evaluación de la eficiencia

energética y el impacto ambiental de un generador pirotubular,

describiendo las pérdidas que se producen en la caldera y los

valores esperados de las mismas. Además, [7] presentaron una

metodología para determinar la eficiencia energética y

exergética de calderas pirotubulares de baja potencia, para

posteriormente realizar un análisis de la influencia de algunos

parámetros del proceso, tales como la temperatura de los gases

de combustión en el valor a obtener de la eficiencia energética.

Por otro lado, [8] efectuó un estudio energético del sistema de

generación de vapor de una planta de fabricación de alimentos

donde se utiliza una caldera de 125 hp de la línea Cleaver

Brooks, en donde se elaboró también una propuesta para el

mejoramiento de la eficiencia de operación de la misma,

empleando para ello una metodología lógica y fundamentada en

balances de masa y energía para determinar la eficiencia de

combustión y la eficiencia de operación de la caldera. Por

último, [9] calcularon la eficiencia energética de una caldera

pirotubular por el método indirecto a partir de la evaluación de

las diferentes perdidas de calor asociadas al proceso de

generación de vapor.

Durante los últimos 30 años el diseño de las calderas

pirotubulares ha experimentado mejoras en todas direcciones,

necesitando una calidad superior del agua de alimentación.

Estas calderas operan a elevadas tasas de transferencia de calor

y tienen capacidades de evaporación en el rango de 10 000 kg/h.

Los dos problemas más comunes encontrados bajo tales

condiciones son las deposiciones y la corrosión [3]. El

acondicionamiento químico del agua de alimentación a los

generadores de vapor tiene como objetivo evitar la corrosión de

los tubos internos y prevenir la formación de depósitos en las

superficies de transferencia de calor. En el caso de la dureza

total (DT) del agua, este es un parámetro clave que necesita ser

controlado bajo ciertos límites para evitar una reducción de la

eficiencia energética de la caldera, sobreconsumo de

combustible, roturas de los tubos y deficiencias importantes en

los procesos de transferencia de calor. Según [10], la DT del

agua de alimentación de calderas pirotubulares operando a una

presión de 0 – 20 kgf/cm2 debe ser 1,0 ppm; en [11] se indica

que la DT del agua deberá ser de hasta 2,0 ppm para calderas

pirotubulares que operan hasta 30 kgf/cm2; mientras que por

último en [12] se especifica que la DT para calderas

pirotubulares operando a presiones 40 kgf/cm2 deberá ser < 1

ppm.

En el presente trabajo se evaluó el sistema de generación y

distribución de vapor Combinado Cárnico “César Escalante

Dellundé” de la provincia de Camagüey, Cuba. Se determinó la

eficiencia energética de la caldera pirotubular instalada, las

pérdidas de calor al ambiente de las tuberías sin aislamiento, y

la dureza total de agua de alimentación a la caldera. Se proponen

dos alternativas de mejoras para incrementar la eficiencia

energética del generador de vapor y reducir el consumo de

combustible, las cuales consisten en: 1) aislamiento de las

tuberías por donde circula vapor de agua y 2) precalentamiento

del agua de alimentación al generador de vapor hasta 70 ºC

mediante un sistema de control automático. Se determinó el

impacto económico que presentan ambas alternativas con

respecto al ahorro de combustible obtenido, asi como también

el período de recuperación de la inversión necesario para

amortizar el costo total de inversión de ambas propuestas.

II. MATERIALES Y MÉTODOS

A. Descripción del proceso de generación, distribución y

consumo de vapor de agua en la empresa cárnica

Primeramente, el combustible se recibe en un tanque de

almacenamiento con una capacidad de 39 862 litros para

entonces, mediante la bomba de combustible de primer impulso,

se envía hacia el tanque diario de la caldera (tanque de trabajo)

donde se precalienta utilizando vapor de agua como medio de

calentamiento. Después se bombea el combustible hacia otro

sistema de precalentamiento mediante la bomba de segundo

Scientia et Technica Año XXVI, Vol. 26, No. 01, marzo de 2021. Universidad Tecnológica de Pereira

84

impulso, hasta lograr aproximadamente 90 ºC. Con esta

temperatura se alimenta hacia el quemador de la caldera. En este

sistema de precalentamiento primero se calienta el combustible

a través de una resistencia eléctrica, y una vez que esté caliente

y la caldera este generando vapor es que se realiza el 1er

precalentamiento.

El agua llega desde la extracción de la presa para la cisterna

y mediante un sistema de bombeo se lleva hasta el tanque

elevado, donde luego, debido a la presión de la gravedad, se

distribuye hacia toda la industria. En el caso del consumo de

agua en la caldera, el agua pasa por los suavizadores y luego se

envía hacia el tanque de almacenamiento de la caldera, para

poder bombearla hacia su interior. El vapor saturado producido

en la caldera, a una presión de 8 kgf/cm2, es enviado hacia un

distribuidor de vapor (Manifold), mediante el cual se alimentan

todas las áreas consumidoras de vapor de la fábrica, las cuales

son:

Área del matadero de vacas

Área del matadero de cerdo

Área de embutidos

Área de croquetas

Área de hornos y tachos

En la Fig. 1 se muestra el sistema de generación y

distribución de vapor en el área de matadero de cerdos del

Combinado Cárnico.

B. Características del generador de vapor

En el Combinado Cárnico existe actualmente en

funcionamiento un generador de vapor modelo CMS/C−5000,

del tipo pirotubular, fabricado en el año 1979 y puesto en

marcha en abril del 2017. Tiene una capacidad de producción

de vapor de 5 000 kg/h, una presión de salida del vapor 8

kgf/cm2, por lo que se considera una caldera de baja presión [3],

además de un índice nominal de generación de vapor de 15 kg

de vapor/kg de combustible, consumiendo fundamentalmente

Fuel-Oil como combustible. Esta caldera posee una superficie

de calefacción de 143,7 m2, una altura de 3,540 m y un largo de

7,050 m.

El quemador trabaja a una presión normal de 3 kgf/cm2, la

temperatura de alimentación del combustible precalentado es de

100 °C, y el aire es inyectado bajo tiro forzado. La temperatura

de salida de los gases por la chimenea es de 180-200 °C, siendo

la temperatura de trabajo del vapor de agua de 169,6 °C.

Antes del encendido de la caldera los operadores deben

verificar la existencia de la cantidad necesaria de agua tratada

(6 m3) y de combustible (3 574 L), además del correcto

funcionamiento de todo el equipamiento del área.

Según datos facilitados por personal de dirección de la

instalación, el generador de vapor trabaja un promedio de 283

días al año, y 12 horas al día.

C. Determinación de la dureza total del agua de alimentación

a la caldera

El agua de alimentación es uno de los factores más

importantes que influyen en el buen funcionamiento de la

caldera, pues de él depende el rendimiento, la vida del mismo y

gran parte de las averías que se puedan presentar.

Fig. 1. Diagrama de flujo del sistema de generación de vapor del Combinado Cárnico.

En la instalación se trabaja con agua dura, que no

son más que aquellas que llevan una gran cantidad de

sales calcáreas en solución y que, al vaporizar

precipitan formando incrustaciones fuertemente

adheridas a las planchas y tubos de la caldera, dando

como resultado un mayor consumo de combustible al

dificultar la transmisión de calor. De acuerdo con

criterios e informaciones suministradas por

especialistas de la empresa ALASTOR, se ha

comprobado experimentalmente que un espesor de 6

mm de incrustaciones en los tubos de una caldera exige

un 50% de más combustible para una misma

producción de vapor.

Para determinar la dureza total (DT) del agua suave

antes de ser alimentada al generador de vapor, se

empleó la metodología vigente existente para ello [13].

Se tomaron 2 muestras de 50 mL del agua objetivo y se

le adicionaron 5 mL de una solución tampón (pH = 10),

así como también una pizca del indicador Negro

Eriocromo T (NET), obteniéndose una solución de

color rojo vino. A continuación, se valoró la solución

obtenida con una solución de ácido etilén-diamin-

tetracético (EDTA) de concentración 0,01 mol/L

previamente colocada en una bureta, hasta que se

obtuvo una coloración azul. La DT se determinó de

acuerdo con la siguiente ecuación:

OH

EDTAEDTA

NMgCa V

Vcc

2

22

(1)

Por su parte, la dureza cálcica se determinó

mediante la siguiente metodología [14]. Se pipetearon

dos alícuotas de 50,0 mL de la muestra de agua y se

adicionaron 2 mL de hidróxido de sodio (NaOH) a cada

Scientia et Technica Año XXVI, Vol. 26, No. 01, marzo de 2021. Universidad Tecnológica de Pereira

85

una, además de una pizca del indicador Murexida,

obteniéndose una solución de coloración rojo fresa. A

continuación, se valoró la solución obtenida con una

solución de EDTA de concentración 0,01 mol/L

previamente colocada en una bureta, hasta obtener una

coloración violeta. La concentración de iones calcio se

determinó mediante (2):

OH

EDTAEDTA

NCa V

Vcc

2

2

(2)

Por último, la dureza magnésica se calculó según (3):

NCaNMgCaNMgccc

)()()( 2222

(3)

Luego, para determinar la dureza cálcica, magnésica y

total en unidades de ppm se utilizaron (4) (5) y (6),

respectivamente:

1000)()()( 22 CaNCappmCa

Mcc (4)

1000)()()( 22 MgNMgppmMg

Mcc

(5)

ppmMgppmCappmMgCaccc

)()()( 2222

(6)

El valor promedio obtenido de la DT para el agua

de alimentación a la caldera será comparado con el

límite máximo establecido por la norma británica BS:

2486 [11], con el fin de evaluar el funcionamiento del

sistema de ablandamiento de agua de la instalación.

D. Determinación de las pérdidas de calor al

ambiente en las tuberías de vapor de agua y cálculo del

espesor óptimo del aislante.

Para determinar las pérdidas de calor al ambiente

en las tuberías por donde fluye vapor de agua

primeramente se realizó un levantamiento hidráulico

bien detallado del sistema de redes, el cual fue dividido

en tramos para conocer sus características (orientación

horizontal o vertical, longitud, diámetro interior y

exterior) y luego proceder a los cálculos necesarios. En

la Tabla I se muestra el levantamiento hidráulico

efectuado para los diferentes tramos de tubería por

donde circula el vapor de agua.

Scientia et Technica Año XVI, No xx, Mes XX de Año XX. Universidad Tecnológica de Pereira

TABLA I.

LEVANTAMIENTO HIDRÁULICO DE LAS REDES DE TUBERÍAS DE DISTRIBUCIÓN DE VAPOR DE AGUA EN CONDICIONES ACTUALES.

No. Tramo de tubería Longitud total (m)

Horizontal (m)

Vertical (m)

Diámetro Interior (mm)

Diámetro exterior (mm)

1

Manifold de la caldera – Calentador de combustible

13,5 7,5 6 62,71 73,15

2

Manifold de la caldera- tanque de agua de alimentar la caldera

23,25 10,1 13,15 15,80 21,34

3

Manifold de la caldera-

Matadero de cerdos

124,20 110,20

7

52,50

60,45

3a

Manifold de la caldera-

Matadero de cerdos

257,25 245,25 12 26,64 33,53

La determinación de las pérdidas de calor al ambiente en

las tuberías por donde circula vapor, así como también el

cálculo del espesor óptimo del aislante, se efectuó utilizando

una hoja de cálculo Excel [15], la cual está basada en la

metodología publicada en [16]. Este programa requiere los

siguientes datos iniciales:

Diámetro exterior de la tubería [m]

Diámetro interior de la tubería [m]

Longitud total de la tubería (para el caso de tuberías

horizontales) [m]

Temperatura del aire exterior [ºC]

Temperatura del fluido interior de la tubería [ºC]

Altura (para el caso de tuberías verticales) [ºC]

Emisividad total normal de la tubería

Se propuso aislar las tuberías con el aislante Lana Mineral,

el cual se recubrirá exteriormente con chapa de aluminio.

E. Determinación de la eficiencia energética del

generador de vapor

La eficiencia energética del generador de vapor fue

determinada mediante el método indirecto utilizando una hoja

de cálculo Excel [17], la cual se basa en la metodología de

cálculo planteada por [18]. Este programa exige que se

dispongan los siguientes datos iniciales:

Producción de vapor [t/h].

% de CO2 en los gases de combustión.

% de O2 en los gases de combustión.

% de CO en los gases de combustión.

Índice de Bacharach.

Presión del vapor [kgf/cm2].

Temperatura de salida de los gases [˚C].

Temperatura exterior de la caldera [˚C].

Temperatura del agua de alimentación [˚C].

Temperatura del vapor [˚C].

Temperatura del aire ambiente [˚C].

Humedad relativa del aire [%].

Parámetros físicos-químicos del combustible utilizado

(Fuel-Oil).

Características del generador de vapor: (altura,

diámetro, largo, ancho, material exterior y su coeficiente

de emisividad).

F. Propuesta de alternativas de mejoras para

incrementar la eficiencia energética en el generador de vapor

Se propondrán dos alternativas de mejoras para

incrementar la eficiencia energética del generador de vapor, las

cuales se relacionan a continuación.

Propuesta 1: Aislamiento total de las tuberías de vapor

Como bien se explicó con anterioridad, se propone aislar

todas las redes de tuberías por donde circula vapor de agua con

el aislante Lana Mineral y recubrimiento de aluminio, lo cual

tendrá un gran impacto técnico-económico y medioambiental

en el proceso de generación de vapor de la fábrica. Esto se debe

a la reducción de pérdidas de calor al ambiente, lo cual trae

consigo un ahorro en el consumo de combustible, y por ende,

una reducción del gasto económico, además de una disminución

de la emisión de gases contaminantes a la atmósfera. Es válido

recordar que la temperatura no permanece constante por toda la

tubería, ya que esta depende del lugar donde se encuentre la

instalación, sea en el interior o el exterior de las edificaciones.

Propuesta 2: Precalentamiento del agua de

alimentación al generador de vapor

En el área de generación de vapor existe un tanque

horizontal con una capacidad de 15 m3, el cual se emplea para

el almacenamiento del agua tratada que se consume en el

generador (Fig. 2). Actualmente existe una tubería de hierro de

1/2 pulg de diámetro nominal, la cual va desde el Manifold

hasta el tanque del agua de alimentación de agua, y es la

encargada de suministrar el vapor de dicho tanque para

precalentar el agua. No existe un control automático para

posibilitar que se alcance una temperatura estable de

aproximadamente entre 60 – 70 °C para el agua contenida en

este tanque, por lo que se propone la instalación de un

controlador proporcional derivativo y una válvula de retención

tipo charnela de rosca hembra, para que se posibilite un control

automatizado del flujo de vapor desde el Manifold hasta el

tanque, lo cual facilite, a su vez, que se alcance y mantenga la

temperatura del agua en el interior del tanque en el rango de

temperatura deseado (60 – 70 ºC).

Scientia et Technica Año XVI, No xx, Mes XX de Año XX. Universidad Tecnológica de Pereira

87

Fig. 2. Diagrama de la propuesta del sistema de precalentamiento del agua

de alimentación al generador de vapor.

G. Comportamiento medioambiental

Para efectuar los cálculos medioambientales se emplearon

los valores obtenidos en la hoja de cálculo Excel utilizada para

determinar la eficiencia energética del generador de vapor [16],

a partir de la cual se obtuvo la cantidad de gases producidos por

cada kilogramo de combustible consumido. De esta manera se

determinó el caudal másico anual de cada uno de los

componentes presentes en los gases de combustión, tanto para

las condiciones actuales como considerando las mejoras. Por

tanto, la cantidad de gases emitidos por año por componente en

las condiciones actuales se determinó mediante las siguientes

ecuaciones:

Cantidad total de gases emitidos por año:

díaaño

a

cg

a

g ttFIM

(7)

Dónde:

a

gM – Flujo másico total de gases de combustión

emitidos por año en las condiciones actuales [kg/año].

gI – Cantidad de gases de combustión producidos

por cada kilogramo de combustible consumido en el

generador de vapor [kggases/kgcombustible]. Este dato lo

suministra la hoja de cálculo Excel utilizada para

determinar la eficiencia energética del generador de

vapor [17].

a

cF– Caudal másico de combustible que se alimenta

al generador de vapor bajo las condiciones actuales

[kg/h].

añot – Días que trabaja el generador de vapor por año

[días/año]

díat – Horas que trabaja el generador de vapor por día

[h/día]

Cantidad de dióxido de carbono (CO2) emitido por año:

Dónde:

a

COM2 – Flujo másico de CO2 emitido por año para las

condiciones actuales [kgCO2/año]

2COx– Fracción másica de CO2 en los gases de

combustión.

Cantidad de nitrógeno (N2) emitido por año:

Dónde:

a

NM2

- Flujo másico de N2 emitido por año para las

condiciones actuales [kgN2/año].

2Nx– Fracción másica de N2 en los gases de

combustión.

Cantidad de oxígeno (O2) emitido por año:

díaaño

a

cOg

a

O ttFxIM 22

(10)

Dónde:

a

OM2 – Flujo másico de O2 emitido por año para las

condiciones actuales [kgO2/año].

2Ox– Fracción másica de O2 en los gases de

combustión.

Cantidad de óxido de azufre (SO2) emitido por año:

díaaño

a

cSOg

a

SO ttFxIM 22

(11)

Dónde:

a

SOM2 – Flujo másico de SO2 emitido por año para las

condiciones actuales [kgSO2/año].

2SOx– Fracción másica de SO2 en los gases de

combustión.

Luego se halló la cantidad de gases emitidos al ambiente,

tanto total como por componente, considerando las mejoras:

díaaño

m

cg

m

g ttFIM

(12)

Dónde:

m

gM– Flujo másico total de gases de combustión

emitidos por año considerando mejoras [kg/año].

m

cF – Caudal másico de combustible que se alimenta

al generador de vapor considerando mejoras [kg/h].

Cantidad de CO2 emitido por año:

díaaño

m

cCOg

m

CO ttFxIM 22

(13)

Dónde:

díaaño

a

cCOg

a

CO ttFxIM 22

(8)

díaaño

a

cNg

a

N ttFxIM 22

(9)

Scientia et Technica Año XVI, No xx, Mes XX de Año XX. Universidad Tecnológica de Pereira

88

m

COM2 – Flujo másico de CO2 emitido por año

considerando mejoras [kgCO2/año].

Cantidad de N2 emitido por año:

díaaño

m

cNg

m

N ttFxIM 22

(14)

Dónde:

m

NM2 – Flujo másico de N2 emitido por año

considerando mejoras [kgN2/año].

Cantidad de O2 emitido por año:

Dónde:

m

OM2 – Flujo másico de O2 emitido por año

considerando mejoras [kgO2/año].

Cantidad de SO2 emitido por año:

Dónde:

m

SOM2 – Flujo másico de SO2 emitido por año

considerando mejoras [kgSO2/año].

Por último, la cantidad de gases de combustión dejados de

emitir a la atmósfera producto a aplicación de las mejoras

propuestas se determinó mediante las ecuaciones que se

muestran a continuación:

Ahorro total de gases de combustión que no se emiten a la

atmósfera producto a la implementación de las mejoras:

Ahorro por componente:

Dióxido de carbono:

Nitrógeno:

Oxígeno:

Dióxido de azufre:

H. Cálculo de la dispersión de los gases contaminantes

Para determinar la dispersión de los gases contaminantes

producto de la combustión se empleó el software Contamin

[19], mediante el cual se pueden estimar la concentración

máxima de contaminantes emitidos a la atmósfera debido al

proceso de combustión, y la distancia máxima a la que los gases

alcanzan su mayor concentración. Este software requiere de los

siguientes datos iniciales:

Altura de la chimenea = 9 m.

Diámetro de la chimenea = 0,075 m.

Flujo volumétrico de la mezcla de gases de

combustión [m3/s].

Flujo másico de la sustancia contaminante [g/s].

Temperatura de los gases de combustión = 453 K.

Temperatura del aire ambiente = 303 K.

De todos los datos iniciales relacionados con anterioridad,

solamente no se disponen el flujo volumétrico de la mezcla de

gases de combustión (en m3/s), y el flujo másico de la sustancia

contaminante (en g/s), los cuales deben ser determinados tanto

para las condiciones actuales como considerando la aplicación

de las mejoras propuestas.

El flujo volumétrico de la mezcla de los gases de

combustión, tanto para las condiciones actuales como para las

mejoras propuestas, se determinó mediante la siguiente

metodología.

Paso 1. Determinación de la densidad de cada uno de los

compuestos presentes en los gases de combustión a la

temperatura de salida de la mezcla de gases en la chimenea

Se empleará la ecuación de Clapeyron [20]:

0

273

4,22 PT

PM

g

iii

(22)

Dónde:

Mi – Masa molar del componente i [kg/kmol]

Tg – Temperatura de los gases de combustión = 453,15

K

Pi – Presión del componente i en los gases de

combustión = 1 atm.

P0 – Presión de referencia = 1 atm

De esta manera, la densidad del CO2, N2, O2 y SO2 en los

gases de combustión se determinó mediante (23)(24)(25) y

(26), respectivamente.

Paso 2. Cálculo de la densidad de la mezcla de gases de

combustión a la temperatura de salida en la chimenea.

Se empleará la siguiente ecuación [20]:

díaaño

m

cOg

m

O ttFxIM 22

(15)

díaaño

m

cSOg

m

SO ttFxIM 22

(16)

m

g

a

g

ah

g MMM

(17)

m

CO

a

CO

ah

CO MMM222

(18)

m

N

a

N

ah

N MMM222

(19)

m

O

a

O

ah

O MMM222

(20)

m

SO

a

SO

ah

SO MMM222

(21)

0

22

2

273

4,22 PT

PM

g

COCO

CO

(23)

0

22

2

273

4,22 PT

PM

g

NN

N

(24)

0

22

2

273

4,22 PT

PM

g

OO

O

(25)

0

22

2

273

4,22 PT

PM

g

SOSO

SO

(26)

2222

2222

SOSOOO

NNCOCOg

yy

yy

(27)

Scientia et Technica Año XVI, No xx, Mes XX de Año XX. Universidad Tecnológica de Pereira

89

Dónde:

yCO2; yN2; yO2 y ySO2 – Fracción volumen del CO2, N2, O2 y

SO2 en los gases de combustión, respectivamente. Estos datos

los proporciona la hoja de cálculo Excel utilizada para

determinar la eficiencia energética de la caldera [16].

Paso 3. Determinación del flujo volumétrico de la mezcla de

gases de combustión (Vg):

Para las condiciones actuales:

g

a

cga

g

FIV

3600

(28)

Considerando mejoras:

g

m

cgm

g

FIV

3600

(29)

Por su parte, para calcular el flujo másico de cada

componente presente en los gases de combustión, tanto para las

condiciones actuales como para la implementación de las

mejoras, se utilizarán las siguientes ecuaciones:

Condiciones actuales:

Dióxido de carbono:

3600

10002

2

a

cCOga

CO

FxIm

(30)

Nitrógeno:

3600

10002

2

a

cNga

N

FxIm

(31)

Oxígeno:

3600

10002

2

a

cOga

O

FxIm

(32)

Dióxido de azufre:

3600

10002

2

a

cSOga

SO

FxIm

(33)

Considerando las mejoras propuestas:

Dióxido de carbono:

3600

10002

2

m

cCOgm

CO

FxIm

(34)

Nitrógeno:

3600

10002

2

m

cNgm

N

FxIm

(35)

Oxígeno:

Dióxido de azufre:

I. Cálculos económicos

A continuación se muestran las metodologías utilizadas para

determinar los siguientes parámetros económicos:

1. Costo de inversión del aislamiento de las tuberías por

donde circula vapor.

2. Costo de inversión del sistema de precalentamiento del

agua al generador de vapor.

3. Costo total de inversión de ambas propuestas de mejoras.

4. Ahorro económico que se obtiene debido a combustible

que no se consume en el generador de vapor producto a la

implementación del sistema de precalentamiento del agua

de alimentación.

5. Ahorro económico que se obtiene debido a combustible

que no se consume en el generador de vapor producto al

adecuado aislamiento de las tuberías por donde circula

vapor de agua.

6. Período de recuperación de la inversión.

1) Costo de inversión relacionado con el aislamiento de las

tuberías por donde circula vapor de agua

Según la empresa suministradora del material aislante

(Alastor), la Lana Mineral con recubrimiento de aluminio

presenta el precio unitario que se muestran en la Tabla II.

TABLA II. PRECIO UNITARIO DEL MATERIAL AISLANTE LANA MINERAL JUNTO CON

RECUBRIMIENTO DE ALUMINIO SEGÚN LA EMPRESA SUMINISTRADORA

ALASTOR.

Diámetro nominal del tubo

(pulg)

Espesor

(mm)

Precio

(PC $/m)

½ 25 3,58

1 25 6,80

2 40 7,27

2 ½ 40 20,06

El costo de aislamiento de las tuberías por donde circula

vapor se determina según la siguiente ecuación:

)]()(

)()[(

5.25,222

115,05,0

aisltubaisltub

aisltubaisltubaisl

PLPL

PLPLC

(38)

Dónde:

5,0

tubL- Longitud de las tuberías con un diámetro de ½

pulg [m].

5,0

aislP- Precio del material aislante para una tubería de ½

pulg [PC $/m].

1

tubL- Longitud de las tuberías con un diámetro de 1 pulg

[m].

1

aislP- Precio del material aislante para una tubería de 1

pulg [PC $/m].

3600

10002

2

m

cOgm

O

FxIm

(36)

Scientia et Technica Año XVI, No xx, Mes XX de Año XX. Universidad Tecnológica de Pereira

90

2

tubL- Longitud de las tuberías con un diámetro de 2

pulg [m].

2

aislP- Precio del material aislante para una tubería de 2

pulg [PC $/m].

5,2

tubL- Longitud de las tuberías con un diámetro de 2½

pulg [m].

5.2

aislP- Precio del material aislante para una tubería de

2½ pulg [PC $/m].

Al costo de adquisición de los materiales aislantes (Caisl) se

le debe agregar el costo de su instalación (Cinst), el cual será de

un 2% del costo total de adquisición según [21] para una

operación con este grado de complejidad. De esta manera, el

costo de inversión total debido al aislamiento de las tuberías por

donde fluye vapor de agua con Lana Mineral será de:

02,0

aislaisl

aisl

inv

instaisl

aisl

inv

CCC

CCC

(39)

2) Costo de inversión del sistema de regulación del

precalentamiento del agua de alimentación al generador de

vapor

Para la instalación del sistema de precalentamiento del agua

de alimentación del generador de vapor solo se requiere de la

adquisición y montaje del Controlador Proporcional

Derivativo, que abarca el sensor de temperatura, el controlador

en sí y la válvula de regulación automática del vapor, lo cual

alcanza un costo total de $ 3 750 Pesos Cubanos (PC) según

consultas realizadas al personal de la empresa especializada

Alastor. Es decir:

precal

invC= PC $ 3 750

3) Costo de inversión total

El costo total de inversión de ambas propuestas de mejoras

será determinado mediante la siguiente ecuación:

precal

inv

aisl

inv

total

inv CCC

(40)

4) Ahorro económico anual obtenido debido a la

implementación del sistema de precalentamiento del agua de

alimentación al generador de vapor

El ahorro económico anual obtenido debido a la

implementación del sistema de precalentamiento de agua de

alimentación al generador de vapor se determinará mediante la

siguiente ecuación:

comb

combañodíacombprecal

CttAA

(41)

Dónde:

precalA- Ahorro económico anual obtenido debido a la

implementación del sistema de precalentamiento del agua

de alimentación al generador de vapor [$/año].

combA- Ahorro de combustible obtenido producto al

precalentamiento del agua de alimentación al generador

de vapor hasta 70 ºC [kg/h]. Se obtiene mediante la hoja

de cálculo Excel utilizada para determinar la eficiencia

energética del generador de vapor [17].

díat- Horas que trabaja la caldera por día = 12 h/día.

añot- Días que opera la caldera por año = 283 día/año.

combC- Costo del combustible = PC $ 0,39/L.

comb- Densidad del combustible Fuel-Oil = 0,966 kg/L

[22].

5) Ahorro económico anual obtenido debido al aislamiento de

las tuberías por donde circula vapor de agua con aislante Lana

Mineral

Para determinar el ahorro económico obtenido a causa del

aislamiento de las tuberías de vapor de agua con el aislante Lana

Mineral se tomaron en cuenta tres pasos, los cuales se describen

a continuación.

Paso 1. Determinación del ahorro energético alcanzado al

aislar las tuberías:

CASAenerg PPA

(42)

Dónde:

energA - Ahorro energético alcanzado al aislar las tuberías

[kJ/h].

SAP – Pérdidas de calor sin aislamiento [kJ/h].

CAP– Pérdidas con aislamiento [kJ/h].

Paso 2. Cálculo del ahorro de vapor obtenido:

vapor

energ

vaporh

AA

(43)

3600

10002

2

m

cSOgm

SO

FxIm

(37)

Scientia et Technica Año XVI, No xx, Mes XX de Año XX. Universidad Tecnológica de Pereira

91

Dónde:

vaporA- Ahorro de vapor de agua obtenido producto al

aislamiento de las tuberías [kg/h].

vaporh- Entalpía del vapor de agua = 2 767,50 kJ/kg [23].

Paso 3. Cálculo del ahorro económico total anual obtenido a

causa del aislamiento de las tuberías por donde circula vapor de

agua:

Dónde:

aislA - Ahorro económico total anual obtenido a causa

del aislamiento de las tuberías [$/año].

m

vI- índice de generación de vapor de la caldera

[kgvapor/kgcombustible] considerando las mejoras. Dato

suministrado por la hoja de cálculo Excel utilizada para

determinar la eficiencia energética del generador de

vapor [17].

6) Período de recuperación de la inversión

Por último, el Período de Recuperación de la Inversión (PRI)

se determinó a partir de la siguiente ecuación:[ST1]

aislprecal

total

inv

AA

CPRI

(45)

III. RESULTADOS Y DISCUSIÓN

A. Dureza total del agua de alimentación al generador de

vapor

Se obtuvo una dureza total (DT) promedio de 20,52 ppm para

el agua de alimentación al generador de vapor, la cual es 10,26

veces superior al valor establecido por norma según [11], que

fija un límite máximo de 2 ppm. De esta manera se concluye

que el sistema de ablandamiento de agua es inefectivo bajo las

condiciones de operación actuales. Vale destacar que la dureza

cálcica tuvo un valor promedio de 11,4 ppm, mientras que la

dureza magnésica promedio fue de 9,12 ppm.

B. Pérdidas de calor al ambiente y espesor óptimo del aislante

La Tabla III muestra los resultados de las pérdidas de calor

sin aislante y con aislante, el % de reducción de las pérdidas de

calor, asi como también el espesor y el diámetro del aislante

obtenidos para los tramos de tubería horizontales, mientras que

la Tabla IV expone los resultados de estos parámetros para las

tuberías verticales. TABLA III.

RESULTADOS OBTENIDOS DE PÉRDIDAS DE CALOR Y ESPESOR DEL AISLANTE

PARA LAS TUBERÍAS HORIZONTALES.

Tramo Pérdidas

de calor

(sin

Pérdidas

de calor

Reducción

de pérdidas

Espesor

del

Diámetro

del

aislante)

[W]

(aislada)

[W]

de calor

[%]

aislante

[mm]

aislante

[mm]

1 2 500,16 358,47 85,66 32,62 138,40

2 845,29 147,65 82,53 24,43 70,21

3 428,95 74,93 82,53 24,54 70,42

4 12 952,85 1 885,92 85,44 31,22 122,89

5 18 626,06 2 712,06 85,44 31,22 122,89

6 41 967,10 6 636,00 84,19 27,16 87,85

7 2 159,08 341,65 84,18 27,33 88,18

Total 79 479,49 12

156,68

- - -

TABLA IV

RESULTADOS OBTENIDOS DE PÉRDIDAS DE CALOR Y ESPESOR DEL AISLANTE

PARA LAS TUBERÍAS HORIZONTALES.

Tramo Pérdidas

de calor

(sin

aislante)

[W]

Pérdidas

de calor

(aislada)

[W]

Reducción

de pérdidas

de calor

[%]

Espesor

del

aislante

[mm]

Diámetro

del

aislante

[mm]

1 2 238,39 235,34 88,49 38,79 150,73

2 653,00 129,53 80,16 30,04 81,41

3 384,33 56,96 85,18 26,03 81,34

4 508,39 98,43 80,64 29,45 80,24

5 1 568,22 172,74 88,98 37,18 134,80

6 2,08 0,08 96,04 34,40 129,36

7 3,52 0,22 93,70 33,87 101,26

8 926,89 113,09 87,80 29,34 93,63

Total 6 284,82 806,39 - - -

Como bien se puede observar en las Tablas III y IV, las

pérdidas totales para las tuberías horizontales sin aislar y aislada

ascendió a 79 479,49 W y 12 156,68 W, respectivamente,

mientras que las pérdidas totales de las tuberías verticales sin

aislar y aislada alcanzaron valores de 6 284,82 W y 806,39,

respectivamente. Las pérdidas totales de las tuberías sin aislar,

considerando las tuberías tanto horizontales como verticales,

fueron de 85 764,31 W, mientras que las pérdidas totales de las

tuberías aisladas tanto horizontales como verticales tuvieron un

valor de 12 963,07 W. En los tramos horizontales se obtuvo un

% de reducción de pérdidas de calor promedio de 84,28 %,

comb

m

v

combañodíavapor

aislI

CttAA

(44)

Scientia et Technica Año XVI, No xx, Mes XX de Año XX. Universidad Tecnológica de Pereira

92

mientras que en los tramos verticales el % de reducción de

pérdidas de calor promedio tuvo un valor de 87,62 %. El % de

reducción de pérdidas de calor total promedio, considerando las

tuberías horizontales como verticales, fue de 85,95 %. El

aislamiento de las tuberías por donde circula vapor de agua con

el aislante Lana Mineral produce una reducción de las pérdidas

de calor de 67 322,81 W y 5 478,43 W para los tramos

horizontales y verticales, respectivamente. Se obtuvo una

reducción de pérdidas de calor total de 72 801,24 W sumando

tanto las tuberías horizontales como verticales. Por último, se

obtuvo un espesor promedio de 28,36 mm y 32,38 mm para las

tuberías horizontales y verticales, respectivamente, para un total

promedio de 30,37 mm.

C. Eficiencia energética del generador de vapor

En la Tabla V se desglosan los resultados de la eficiencia

energética del generador de vapor, tanto para las condiciones

actuales como considerando las mejoras, los cuales fueron

obtenidos mediante la hoja de cálculo Excel utilizada para tal

fin [16].

TABLA V.

RESULTADOS DE LA EFICIENCIA ENERGÉTICA DEL GENERADOR DE VAPOR.

Parámetro Valor

(sin

mejoras)

Valor

(con

mejoras)

Ahorro

Calor sensible de los gases de

combustión (kcal/kg)

1 173,92 1 173,92 -

Incombustión química (kcal/kg) 9,99 9,99 -

Incombustión mecánica (kcal/kg) 39,47 39,47 -

Radiación y convección (kcal/kg) 19,02 8,88 10,14

Factor de Evaporación 1,1691 1,0951 0,074

Índice de generación (kgvapor/kg

combustible)

13,663 14,603 0,94

Eficiencia (%) 87,41 87,51 0,10

Consumo de combustible (kg/h) 365,95 342,39 23,56

De forma general el generador de vapor está operando con

una eficiencia energética de 87,41 %, la cual puede considerarse

de aceptable [24] [25], mientras que el consumo de combustible

es de 365,95 kg/h, el índice de generación es de 13,663 kg de

vapor/kg de combustible, y se obtuvo un factor de evaporación

de 1,1691 para las condiciones actuales. La aplicación de las

mejoras propuestas reduce el consumo de combustible (Fuel-

Oil) en 23,56 kg/h, incrementa la eficiencia energética del

generador de vapor en 0,10 % y aumenta el índice de generación

en 0,94 kg de vapor/kg de combustible, lo cual corrobora y

ratifica la factibilidad técnica de las mejoras planteadas.

D. Resultados de las emisiones de gases de combustión al

ambiente

La Tabla VI describe los resultados de las emisiones de los

gases de combustión al ambiente, tanto para las condiciones

actuales como considerando las mejoras.

TABLA VI RESULTADOS DE LAS EMISIONES DE GASES DE COMBUSTIÓN AL AMBIENTE, TANTO PARA LAS CONDICIONES ACTUALES COMO CONSIDERANDO LAS MEJORAS.

Gas Emisiones (g/s) Emisones (kg/año)

Actual Mejora Ahorro Actual Mejora Ahorro

CO2 335,27 313,69 21,58 4 098 904,08 3 835 003,29 236 900,79

N2 1 487,20 1 391,45 95,75 18 181 912,32 17 011 359,27 1 170 553,05

O2 104,03 97,33 6,7 1 271 835,96 1 189 964,94 81 871,02

SO2 3,67 3,43 0,24 44 826,52 41 838,72 2 987,80

Total 1930,17 1 805,90 124,27 23 597 478,88 22 078 166,22 1 492 312,66

Como bien se puede observar en la Tabla VI, la introducción

de las mejoras propuestas permite ahorrar anualmente 236

900,79 kg de CO2, 1 170 553,05 kg de N2, 81 871,02 kg de O2

y 2 987,80 kg de SO2, para un ahorro total de emisiones de 1

492 312,66 kg/año, el cual puede considerarse de significativo

e importante.

Según la hoja de cálculo Excel utilizada para determinar la

eficiencia energética del generador de vapor [17], la

composición de los gases de combustión producidos en el

generador de vapor alcanzó los valores porcentuales que se

muestran en la Tabla VII. TABLA VII.

COMPOSICIÓN PORCENTUAL DE LOS GASES DE COMBUSTIÓN PRODUCIDOS

DURANTE LA GENERACIÓN DE VAPOR.

Gases % en peso (xi) % en volumen (yi)

CO2 17,37 11,83

N2 77,05 83,00

O2 5,39 5,08

SO2 0,19 0,09

La determinación del flujo volumétrico de la mezcla de gases

de combustión mediante (28) y (29) permitió conocer que, en

las condiciones actuales, se emiten 2,37 m3/s, mientras que con

la aplicación de las mejoras planificadas se emitirán 2,21 m3/s,

esto es, se obtendrá una reducción en la emisión de los gases de

combustión de 0,16 m3/s (576 m3/h).

La Fig. 3 muestra los resultados obtenidos mediante el

software Contamin, con respecto a la estimación de la

dispersión de los gases contaminantes, tanto para las

condiciones actuales como las mejoras propuestas.

Scientia et Technica Año XVI, No xx, Mes XX de Año XX. Universidad Tecnológica de Pereira

a) b)

c) d)

e) f)

Scientia et Technica Año XVI, No xx, Mes XX de Año XX. Universidad Tecnológica de Pereira

94

g) h) Fig. 3. Resultados de la dispersión de los gases de combustión obtenidos mediante el software Contamin.

a) CO2 sin considerar las mejoras.

b) CO2 considerando las mejoras.

c) N2 sin considerar las mejoras. d) N2 considerando las mejoras.

e) O2 sin considerar las mejoras.

f) O2 considerando las mejoras. g) SO2 sin considerar las mejoras.

h) SO2 considerando las mejoras.

Considerando los resultados mostrados en la Fig. 3, se puede

establecer que se alcanza una concentración máxima de los

gases de combustión a los 411,596 m y 392,525 m del punto

emisor para las condiciones actuales y para las alternativas de

mejoras, respectivamente. El CO2 alcanza una concentración

máxima de 12 980,524 μg/m3 para las condiciones actuales, y

de 13 119,174 μg/m3 para las alternativas de mejoras. Por su

parte, el N2, O2 y SO2 alcanzan concentraciones máximas de 57

579,373 μg/m3, 4 027,691 μg/m3 y 142,090 μg/m3 para las

condiciones actuales, y de 58 193,362 μg/m3, 4 070,545 μg/m3

y 143,449 μg/m3 considerando las alternativas de mejoras,

respectivamente.

E. Resultados de los cálculos económicos

1) Costo de inversión del aislamiento de las tuberías por

donde circula vapor de agua

La siguiente tabla (Tabla VIII) desglosa los costos

relacionados con el aislamiento de cada uno de los tramos de

tuberías por donde circula vapor de agua, en dependencia del

diámetro nominal de las tuberías y de la longitud total de estas.

También muestra el costo de adquisición total que deberá

invertirse para adquirir el material aislante necesario para aislar

todos los tramos de tuberías. TABLA VIII.

COSTO TOTAL DE ADQUISICIÓN DEL MATERIAL AISLANTE LANA MINERAL

CON RECUBRIMIENTO DE ALUMINIO, NECESARIO PARA AISLAR TODOS LOS

TRAMOS DE TUBERÍAS.

Diámetro

nominal

[pulg]

Espesor del

aislante

[mm]

Longitud

total tubería

[m]

Precio

unitario

[PC $/m]

Costo de

adquisición

[PC $]

1/2 25 23,25 3,58 83,235

1 25 257,25 6,8 1 749,300

2 1/2 40 13,5 7,27 98,145

2 40 117,2 20,06 2 351,032

Total 411,2 4 281,712

Luego, el costo total de inversión del material aislante,

considerando además el costo de instalación como un 2 % del

costo total de adquisición, será determinado mediante (39). De

esta manera:

02,0 aislaisl

aisl

inv CCC

(39)

aisl

invC = PC $ 4 367,35

Se requieren PC $ 4 367,35 para aislar los 411,2 m de tramos

de tuberías por donde fluye vapor de agua con el aislante Lana

Mineral y recubrimiento de aluminio, considerando tanto la

adquisición del material aislante como su instalación.

2) Costo de inversión total

Tomando en cuenta que el costo total de adquisición del

sistema de precalentamiento del agua de alimentación al

generador de vapor es de PC $ 3 750, entonces el costo de

inversión total relacionado con la instalación y montaje tanto

del material de aislamiento de las tuberías por donde fluye

vapor de agua como el sistema de precalentamiento del agua de

alimentación a la caldera, se determinó mediante (40), Asi:

precal

inv

aisl

inv

total

inv CCC

(40)

total

invC= PC $ 8 117,35.

En resumen, se deben invertir PC $ 8 117,35 para

implementar ambas alternativas de mejoras propuestas.

Scientia et Technica Año XVI, No xx, Mes XX de Año XX. Universidad Tecnológica de Pereira

95

3) Ahorro económico anual obtenido a causa de la

implementación del sistema de precalentamiento del agua de

alimentación la generador de vapor

Para determinar cuánto se ahorra anualmente debido a la

implementación del sistema de precalentamiento del agua de

alimentación al generador de vapor se recurrió a (41). Entonces:

comb

combañodíacombprecal

CttAA

(41)

Dónde:

combA= 23,56 kg/h (Tabla V).

díat= 12 h/día.

añot= 283 día/año.

combC= PC $ 0,39/L.

comb= 0,966 kg/L [22].

Seguidamente, sustituyendo estos valores en (41) se tiene:

precalA = PC $ 32 302,08/año

La implementación del sistema de precalentamiento del agua

de alimentación a la caldera permitirá un ahorro económico

anual de PC $ 32 302,08 debido a combustible que no se

consume en este equipo, el cual puede considerarse de

significativo.

4) Ahorro económico anual obtenido a causa del aislamiento

de las tuberías por donde circula vapor de agua con aislante

Lana Mineral

Se seguirá la metodología de cálculo descrita en el Capítulo

2 a través de los tres pasos descritos en esta. Así:

Paso 1. Ahorro energético alcanzado al aislar las tuberías. Se

hizo uso de (42):

CASAenerg PPA

(42)

Dónde:

SAP = 85 764,31 W = 308 753,23 kJ/h.

CAP= 12 963,07 W = 46 667,31 kJ/h.

Entonces se tiene que:

energA= 262 085,92 kJ/h.

Paso 2. Ahorro de vapor de agua. Se empleó (43):

vapor

energ

vaporh

AA

(43)

Dónde:

vaporh= 2 767,50 kJ/kg [23].

Luego se obtiene:

vaporA= 94,70 kg/h.

Paso 3. Ahorro económico total anual obtenido a causa del

aislamiento de las tuberías por donde circula vapor de agua.

Para determinar este parámetro se utilizó (44).

comb

m

v

combañodíavapor

aislI

CttAA

(44)

Dónde:

m

vI= 14,603 kgvapor/kgcombustible (Tabla V)

díat= 12 h/día.

añot= 283 día/año.

combC= PC $ 0,39/L.

comb= 0,966 kg/L [22].

Sustituyendo estos datos en (44) se obtiene:

aislA = PC $ 8 891,25/año.

El ahorro económico total anual que se obtiene debido al

aislamiento de las tuberías por donde circula vapor con el

aislante Lana Mineral ascendió a PC $ 8 891,25, el cual se debe

fundamentalmente a un incremento del índice de generación de

vapor de la caldera hasta alcanzar un valor de 14,603

kgvapor/kgcombustible y la obtención de un ahorro específico en el

consumo de vapor (94,70 kg/h).

5) Periodo de recuperación de la inversión

A continuación se determinó el Período de Recuperación

de la Inversión (PRI) mediante (45):

aislprecal

total

inv

AA

CPRI

(45)

Dónde:

total

invC = PC $ 8 117,35

precalA= PC $ 32 302,08/año

aislA= PC $ 8 891,25/año.

De esta manera, sustituyendo estos valores en (45) se tiene:

PRI = 0,197 años = 2,36 meses.

El costo total de inversión necesario para implementas ambas

propuestas de mejoras alcanzó un valor de PC $ 8 117,346, el

cual se recupera en 2,36 meses (0,197 años) tomando en cuenta

el ahorro económico total anual que se obtiene (PC $ 41

193,33), el cual se debe fundamentalmente al ahorro en la

producción de vapor (94,70 kg/h) y en el consumo de

combustible en la caldera (23,56 kg/h), así como también al

incremento del índice de generación de vapor de la caldera en

0,94 kgvapor/kgcombustible.

IV. CONCLUSIONES

El agua de alimentación a la caldera presenta una dureza total

promedio de 20,52 ppm, la cual es 10,26 veces superior al valor

establecido por norma (2 ppm), por lo que se establece que el

sistema de ablandamiento de esta agua de la instalación es

Scientia et Technica Año XVI, No xx, Mes XX de Año XX. Universidad Tecnológica de Pereira

96

inefectivo.

El aislamiento de las tuberías por donde circula vapor de

agua con el aislante Lana Mineral permite reducir las pérdidas

de calor al ambiente en 72 801,24 W.

La caldera está operando con una eficiencia energética de

87,41 %, la cual se considera de aceptable.

La aplicación de las alternativas de mejoras propuestas

reduce el consumo de combustible en 23,56 kg/h, incrementa la

eficiencia energética en 0,10 % y aumenta el índice de

generación en 0,94 kg de vapor/kg de combustible del

generador de vapor.

La aplicación de las alternativas de mejoras propuestas

permite ahorrar anualmente la emisión al ambiente de 236

900,79 kg de CO2, 1 170 553,05 kg de N2, 81 871,02 kg de O2

y 2 987,80 kg de SO2, para un ahorro total de emisiones de 1

492 312,66 kg/año.

Se alcanza una concentración máxima de los gases de

combustión a los 411,596 m y 392,525 m del punto emisor para

las condiciones actuales y para las alternativas de mejoras,

respectivamente.

La implementación de ambas alternativas de mejoras

propuestas requiere una inversión total de capital de PC $ 8

117,35, la cual se recupera en 2,36 meses considerando el

ahorro económico total anual que se obtiene, que asciende a PC

$ 41 193,33.

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Scientia et Technica Año XVI, No xx, Mes XX de Año XX. Universidad Tecnológica de Pereira

97

Yasneli Reyes Betancourt nació en

Camagüey, Cuba en 1994. Recibió el título

de Ingeniero Químico en la Universidad de

Camagüey, Cuba en el año 2019.

Actualmente se desempeña

profesionalmente como Especialista de

Transportación Ferroviaria en el

Departamento de Material Rodante y Talleres de la Empresa de

Ferrocarriles Centro-Este, de Camagüey, Cuba. Su área de

investigación abarca la evaluación termodinámica de sistemas

y procesos de la industria química, con énfasis en la industria

cárnica.

ORCID: https://orcid.org/0000-0002-3334-0381.

Raúl González de la Cruz nació en

Camagüey, Cuba en 1944. Recibió el título

de Ingeniero Químico en la Universidad de

Camagüey, Cuba en el año 1978. Se

desempeña profesionalmente como

Profesor Auxiliar Consultante en la

Universidad de Camagüey, Cuba. Su área

de investigación comprende la evaluación termo-energética y

termodinámica de sistemas, operaciones y procesos de la

industria química, cálculos medioambientales y diseño de

equipos de transferencia de calor y masa. Es Máster en Análisis

de Procesos de la Industria Química desde el año 2008.

ORCID: https://orcid.org/0000-0002-2621-239X.

Yilena Bárbara Rodríguez Guerra nació

en Camagüey, Cuba, en el año 1983.

Recibió el título de Ingeniero Químico en

la Universidad de Camagüey en el año

2009. Se desempeña profesionalmente

como Especialista del área de producción

del Combinado Cárnico de Camagüey. Su

área de investigación comprende la

evaluación termoenergética de sistemas de

generación y distribución de vapor de

agua, así como también el control de calidad de productos y

elaboraciones de la industria cárnica.

ORCID: https://orcid.org/0000-0002-1059-6253.

Norlem Liaño Abascal nació en Camagüey, Cuba en 1984.

Recibió el título de Ingeniero Químico en la Universidad de

Camagüey, Cuba en el año 2007. Se desempeña

profesionalmente como Profesor Asistente en la Universidad de

Camagüey, Cuba. Su área de investigación abarca la evaluación

termodinámica técnica de procesos y operaciones de la

industria química y energética, el diseño de equipos de

transferencia de calor y masa, y el empleo

de simuladores para la evaluación técnico-

económica de plantas químicas. Es Máster

en Análisis de Procesos en la Industria

Química desde el año 2012.

ORCID: https://orcid.org/0000-0001-

8032-0423.

Amaury Pérez Sánchez nació en

Camagüey, Cuba en 1984. Recibió su título

de Ingeniero Químico por parte de la

Universidad de Camagüey en 2009.

Actualmente se desempeña como profesor

instructor de la Facultad de Ciencias

Aplicadas, Universidad de Camagüey. Sus

áreas de investigación incluyen la modelación y simulación de

procesos químicos y biotecnológicos, diseño de equipos de

transferencia de calor y masa, y el diseño de plantas y

operaciones de la industria biotecnológica.

Su producción abarca la publicación de 30 artículos en revistas

científicas, y la elaboración de un libro de simulación de

procesos. Actualmente se encuentra cursando una Maestría en

Biotecnología.

ORCID: http://orcid.org/0000-0002-0819-6760.